摘要:建立T型管液壓成形的有限元分析模型，對成形支管高度和管壁厚度的分布進行了模擬， 與試驗結(jié)果的比較證實了該模型的有效性?提出了綜合反映T型管件液壓成形性能的評價指數(shù)， 對在不同的材料各向異性系數(shù)r?值、應(yīng)變強化指數(shù)《值以及不同加載路徑、摩擦系數(shù)等工藝參數(shù)下 的T型管件液壓成形分別進行計算分析，討論了這些因素對成形性能的影響.研究結(jié)果為有限元 方法在管件液壓成形中的應(yīng)用奠定了一定基礎(chǔ).

管件液壓成形技術(shù)作為先進的制造技術(shù)受到工 業(yè)界特別是汽車工業(yè)的廣泛重視.與傳統(tǒng)沖壓焊接 工藝相比，采用管件液壓成形工藝的優(yōu)點是[1]:①減 輕零件重量;②提高零件的強度、剛度和耐撞性;③ 減少零件數(shù)量、節(jié)約模具成本;④減少后續(xù)焊接裝配 過程，簡化生產(chǎn)流程，提高生產(chǎn)效率；⑤減少裝配誤 差積累，提高產(chǎn)品質(zhì)量等.利用管件液壓成形技術(shù)制 造的汽車零件主要有排氣系統(tǒng)異型管件、車身框架

結(jié)構(gòu)件、傳動件以及安全構(gòu)件等，如排氣歧管、儀表 盤支架、副車架、縱梁、橫梁、門柱等.液壓成形排氣 歧管等枝杈型零件時，既要求成形件壁厚分布均勻 以提高零件使用壽命;又要求一定的成形支管高度 以便后續(xù)加工.對確定形狀的零件，影響成形的主要 因素是管坯材料和成形工藝條件

Manabe等[4]研究了材料參數(shù)對有軸向載荷作用下 管件無模脹形成形性的影響? Carleer等[5]采用試驗 和FEM仿真研究了材料的r、《值對圓形截面零件 的成形性和成形極限的影響? Manabe等[6]研究了 r、n值以及內(nèi)壓力、軸向壓力對管件液壓成形矩形 截面零件的壁厚分布和成形性能的影響.Rimkus 等[7]對簡單規(guī)則形狀零件根據(jù)材料參數(shù)、零件形狀 和摩擦條件計算管坯塑性失穩(wěn)臨界載荷，確定成形 最小、最大軸向載荷和內(nèi)壓力? Altan等[8]采用自適 應(yīng)優(yōu)化方法確定最優(yōu)加載路徑等工藝參數(shù)?這些研 究的主要特點是:零件沿軸向變形區(qū)域長但脹形高 度不高.對變形區(qū)域短而成形高度高的薄壁枝杈類 零件的研究尚不多見.本文通過試驗和數(shù)值模擬研 究枝杈類零件T型管的液壓成形，分析材料各向異 性系數(shù)r值、應(yīng)變強化指數(shù)n值、加載路徑、摩擦系 數(shù)等工藝參數(shù)對成形支管高度和管壁厚度的影響.

1有限元模型的建立

1.1有限元模型

T型管液壓成形試驗?zāi)＞呓Y(jié)構(gòu)簡圖如圖1所 示?模具分上、下模；主管與支管過渡圓弧半徑/?= 25 mm，管件外徑D=60. 3 mm.管埋在內(nèi)壓力p和 軸向推進量s的共同作用下，擠壓成形等徑T型管件.

1.2材料參數(shù)與工藝參數(shù)

試驗和數(shù)值仿真模型中管坯材料選用304不銹 鋼，材料主要性能參數(shù):泊松比w=0. 3;彈性模量E = 210 GPa,?屈服強度久= 290 MPa;應(yīng)變強化系數(shù) K=l. 4 GPa;w = 0. 3；r = 0. 9.管坯主要尺寸:外徑 60. 3 mm,壁厚 t = 2 mm,長乙=243 mm.

根據(jù)經(jīng)驗估計，三通管液壓成形開始屈服時的 最小內(nèi)壓力Aield = 2 々WS/(D —Z)，破裂內(nèi)壓力夕burst =2 ktaJ{D-0.其中:外為材料抗拉強度；々為系 數(shù)，由經(jīng)驗取々 = 2.0確定成形的內(nèi)壓力范圍?結(jié)合 試驗中在沖頭勻速推進量??= 50 mm,內(nèi)壓力最大值 >_ = 100 MPa時，可以成形較好質(zhì)量的零件?仿真 中保持單側(cè)沖頭總推進量s = 50 mm和fmax=100 MPa 不變，分別討論材料 r = 0. 5,0. 9,1. 6-,n = 0. 2, 0. 3，0. 5;摩擦系數(shù)戶=0. 05,0. 10,0. 15以及如圖3 所示3種典型加載路徑下管件的液壓成形性能.仿 真中采用的工藝參數(shù)如表1所示.

1.3成形性能評價

T型管液壓成形必須要得到一定的支管高度， 破裂、起皺是成形中常見的失效形式，破裂通常伴有 管壁厚度的嚴(yán)重減薄，而起皺時局部管壁嚴(yán)重增厚. Kwan等[9]以支管最小壁厚值來評價T型管液壓成 形性能，但不能反映支管的成形高度情況;

2.1與試驗結(jié)果的比較

試驗時兩側(cè)沖頭同時勻速推進，單側(cè)推進量 50 mm，內(nèi)壓力線性增加到fmax = 100 MPa.仿真計 算中取" = 0. 1，采用加載路徑2進行加載.圖4所 示為仿真與試驗件形狀的比較.由圖可見，兩者具有 較好的一致性?仿真件的成形高度A = 46. 17 mm, 試驗件的成形高度A = 49. 2 mm，誤差6. 2%.為更 精確地比較仿真與試驗結(jié)果的差異，T型管沿縱剖 面上的厚度分布情況如圖5所示.由圖可見，仿真厚 度分布趨勢與試驗件結(jié)果非常吻合.仿真件的壁厚 波動量Ai= imax —imi? = 1. 42 mm，試驗件的壁厚波 動量Ai=l. 53 mm，誤差7. 2%.仿真與試驗結(jié)果的 比較說明采用本文的有限元模型進行T型管液壓 成形仿真的方法是正確的.由仿真和試驗不難發(fā)現(xiàn)， 管壁厚度從管端向支管中部逐漸減薄，在圖4中a 點處是模具圓角過渡開始處，材料因流動方向改變 而發(fā)生堆積引起管壁的突然增厚.

(a)仿真件

(b)試驗件

圖4仿真與試驗件形狀的比較 Fig. 4 Comparison between the shape of simulation and experimental tube

基于上述模型，按表i中的參數(shù)組合，分別對不 同的r、n、加載路徑、摩擦系數(shù)情況下的T型管液壓 成形進行計算，分析這些因素對管件液壓成形性能 的影響.

(1)各向異性系數(shù)r值的影響.圖6(a)所示為 取不同的r值時，管壁厚度沿管縱剖面的分布情況. 由圖可見，r值對成形有較大影響，隨著r值增加， 管壁厚度均勻性越好.r = 0. 5,0. 9和1. 6時，對應(yīng) 的 Af = l. 52,1. 42 和 1. 29 mm4 = 39. 06,46. 17 和 49. 05 mm，對應(yīng)的 /=25. 69,32. 51 和 38. 02.可見 隨著r值的增大，T型管液壓成形的成形性能越好. 這是由于T型管液壓成形中，管件端部區(qū)域作為傳 力區(qū)，其應(yīng)力處于拉一壓狀態(tài)，隨著r值的增大，材 料變形抗力減小，材料容易流動變形而不產(chǎn)生材料 堆積，壁厚增加不多；而支管區(qū)域是脹形變形區(qū)，其 應(yīng)力處于為兩向拉應(yīng)力狀態(tài)，隨著r值的增大，材料 的變形抗力提高，材料不易變薄，因此不易破裂，成 形高度也高.

(2)應(yīng)變強化指數(shù)n值的影響.圖6(b)所示為 不同的n值時，管壁厚度沿管縱剖面的分布情況.由 圖可見，當(dāng)n = 0. 2時，最小壁厚86 mm，最 薄管壁點并不在支管的頂端中心，表明成形時的內(nèi) 壓力偏小，材料變形不充分.n = 0. 5時，支管頂端在 加載到f = 74 MPa,5 = 37 mm時由于減薄嚴(yán)重而 破裂，因此，管壁厚度的最小值和最大值都比較小， 且成形高度也低.在f = 74 MPa ,5 = 37 mm時，n = 0. 2,0. 3 m 0. 5，對應(yīng)的 /=30. 42,30. 60 和 30. 95. 表明n值對成形影響不明顯，只是n值越小，成形所 需的內(nèi)壓力越大.加載路徑2條件下，n = 0. 2,0. 3 和 0. 5 時，對應(yīng) A = 44. 74,46. 17 和 36. 12 mm, /= 35. 43,32. 51和30. 95.若采用最大成形高度來評